钢丝增强AZ91复合材料的力学性能

为了提高AZ91镁合金的力学性能,采用浸入铸造法制备了体积分数为3.3%的不锈钢纤维增强AZ91复合材料,并在相同条件下对AZ91及其复合材料进行了热挤压处理.采用扫描电镜（SEM）和力学性能试验机分别对铸态和挤压态材料的显微组织、断口和拉伸性能进行了研究.结果表明：铸态AZ91及其复合材料的抗拉强度分别为250和240MPa.然而经过挤压后,钢丝增强AZ91镁合金的屈服强度和抗拉强度分别达到了375和428.6MPa,与挤压态AZ91和铸态AZ91复合材料相比,分别提高了50%、20%和57.6%、78.6%.同时挤压态复合材料的塑性变形量也显著提高.     

空心陶瓷/AZ91D复合材料组织的研究

通过搅熔铸造法制备了平均粒径为100μm,质量分数为6%空心陶瓷增强镁合金复合材料（AZ91D/FAC）.研究不同质量分数的空心陶瓷对复合材料的组织的影响,利用XRD分析了AZ91D/FAC复合材料的物相,界面形貌及成分由配置能谱分析（EDS）的扫描电镜（SEM）来确定.结果表明,空心陶瓷增强AZ91D镁合金复合材料的布氏硬度比基体有较大的提高.通过O-lympus对组织的观察发现基体引入空心陶瓷后,组织细化,AZ91D镁合金铸态网状Mg17Al12消失.根据EDS分析及热力学计算,可知基体内有Mg2Si生成,界面产物为MgAl2O4.     

混杂增强AZ91复合材料的制备及其显微组织和性能

采用挤压铸造方法制备了以AZ91镁合金为基体、Al2O3短纤维(Al2O3f)和石墨颗粒(Grp)混杂为增强体的复合材料。观察了不同复合材料的显微组织,测试了其力学性能,并对其摩擦磨损性能进行了研究。结果表明:用此法制备的镁基复合材料增强相分布均匀,与基体结合紧密。硬度随Grp体积分数的增加而降低,Al2O3f的加入能提高复合材料的硬度。抗拉强度和伸长率都随Grp体积分数的增加而减小。Grp体积分数增加,磨损质量损失和摩擦系数都降低。随着摩擦过程的进行,在试样表面逐渐形成一层黑色连续的润滑膜。     

AlFeCrCoNi/Mg复合材料的显微组织及力学性能分析

为了探究AlFeCrCoNi高熵合金增强相含量对金属基复合材料显微结构及力学性能的影响规律,文中采用放电等离子烧结法制备了AlFeCrCoNi/Mg,通过场发射扫描电镜对其宏观和微观形貌进行了观察,利用X射线衍射仪对其物相进行了表征,采用阿基米德排水法、显微硬度机和电子万能试验机分别研究了复合材料的密度、维氏硬度和压缩性能。研究结果表明:随着高熵合金体积分数的增加,复合材料的维氏硬度达到70.33N·mm-2,屈服强度ReHc、抗压强度Rmc分别从125 MPa和288 MPa增加到211 MPa和306 MPa,各自提高了68.80%和45.02%,其中复合材料增强相体积分数由0%增加到5%过程中,屈服强度、抗压强度增长最快,复合材料增强相体积分数大于5%后,其增长较为平缓。     

挤压态和压铸态AZ91镁合金的摩擦磨损行为

以挤压态和压铸态AZ91镁合金为对象,研究其在干摩擦条件下的摩擦磨损行为,分析两种成形工艺对AZ91镁合金摩擦磨损性能的影响,并探讨其磨损机制。研究表明:随着载荷增加,两种镁合金的摩擦因数均减小,而磨损量增加;随着转速提高,两种镁合金的摩擦因数均减小,而磨损量增大;在相同磨损条件下,挤压态AZ91镁合金的摩擦因数和磨损量均低于压铸态AZ91镁合金;挤压态AZ91镁合金和压铸态AZ91镁合金在干滑动摩擦条件下具有相同的磨损机制,50 N载荷加载下的磨损机制主要为磨粒磨损和氧化磨损,100 N载荷加载下的磨损机制主要为轻微剥层磨损、黏着磨损和氧化磨损,150 N载荷加载下的磨损机制为剥层磨损、氧化磨损和黏着磨损。     

氮对Ti-6Al合金的铸态组织与性能的影响

采用熔铸工艺制备了w(N)=0.045~0.27%的原位自生氮化物增强钛铝基复合材料.分析测试了该材料的铸态组织和合金的力学性能.研究结果表明:在Ti-6A l的合金中,当w(N)=0.045~0.27%时,随着氮质量分数的增加,增强体的体积分数有所增加.Ti-6A l-xN中的氮化物较为细小.复合材料的硬度、抗压强度和弹性模量均高于Ti-6A l合金.随着氮质量分数增加材料的抗压强度、硬度和弹性模量增加.由压缩断口分析可知,基体为韧性断裂.随着氮质量分数增加,合金由韧窝 解理断口向具有解理特征的脆性断裂转变.     

连续纤维增强超高分子质量聚乙烯路面板材料的制备及测试表征

为提高路面板材料的力学性能,以超高分子质量聚乙烯(UHMWPE)为基体树脂、连续玻璃纤维织物为增强体,通过设计挤出模头,釆用熔融浸渍工艺和层压工艺,制备连续玻璃纤维增强UHMWPE复合材料层压板.研究玻璃纤维体积分数(30%、40%、50%和55%)对UHMWPE复合材料拉伸、层间剪切、冲击等性能的影响规律,测试分析不同纤维体积含量条件下的UHMWPE复合材料热性能的变化规律.测试结果表明:当玻璃纤维体积分数分别为50%、40%时,UHMWPE复合材料拉伸强度和层间剪切强度分别达到最大值,分别为675.9 MPa和23.13 MPa,证明增加玻璃纤维的体积含量可有效提高UHMWPE复合材料冲击强度.当温度分别低于70℃和91℃时,UHMWPE复合材料的储能模量与损耗模量随着纤维体积含量的增加而增加.提高UHMWPE复合材料的纤维体积含量,可在一定程度上提高其玻璃化温度.     

AZ80镁合金的动态力学性能研究

AZ80镁合金应用越来越广泛,研究其冲击载荷下的响应行为具有一定意义.利用分离式霍普金森杆实验对AZ80镁合金进行动态试验,对冲击压缩后的材料进行金相分析,得到了变形机制;通过对不同冲击速度下的实验研究,建立了AZ80镁合金的动态强度和应变率的关系,拟合得到了常温下的Johnsoncook本构方程,并进行数值模拟与实验进行对比.结果表明:AZ80镁合金的应力-应变曲线随应变率的增加而呈增大的趋势,材料在高应变率下的强度极限增加,但应变率效应不敏感.数值模拟与实验具有较好的一致性.金相分析发现,孪晶的形成是其形变的主要机制.     

Ce改性AZ91的微弧氧化膜制备及其耐蚀性能

利用交流恒压微弧氧化技术, 通过Ce改性镁合金基体制备高耐蚀微弧氧化膜. 在100、120和 140 V的外加电压下, 对3种试样: AZ91, 质量分数w(Ce) 分别为0.92%和1.80%改性的AZ91微弧氧化过程、微观结构和组成及氧化膜的耐蚀性能进行研究. 应用电子扫描显微镜(SEM), 电子能谱（EDS）和X射线衍射（XRD）等表征氧化膜的微观结构和化学组成. 利用稳态极化曲线和电化学阻抗谱（EIS）测试了氧化膜在质量分数w(NaCl)为3.5%的溶液中的腐蚀过程. 实验结果表明氧化膜成膜过程可以分为3个阶段; 氧化膜主要由MgO组成, 镁合金中的稀土元素Ce促进成膜过程, 增加膜层的致密性; 稀土改性后镁合金氧化膜的耐蚀性比镁合金基体提高4个数量级, 腐蚀电流密度低至10^-8 A/cm2．     

离心铸造对AZ91镁合金组织及力学性能的影响

为了研究卧式离心铸造工艺对AZ91镁合金力学性能及显微组织的影响,采用卧式离心铸造方法制备外径为400 mm、厚度为20 mm且长度为1 000 mm的AZ91镁合金管材,并对离心铸造态与自然凝固态AZ91镁合金管材的微观组织及力学性能分别进行了观察与测试.结果表明,离心铸造态AZ91镁合金管材的抗拉强度和伸长率分别为158 MPa和3.4%,与自然凝固态管材相比分别提高了20%和89%.离心铸造态镁合金管材的微观组织得到明显细化.与自然凝固态AZ91镁合金管材相比,离心铸造态AZ91镁合金管材在凝固过程中的共晶转变在很大程度上受到抑制,并形成了以α-Mg为主相的组织.卧式离心铸造方法提高了AZ91镁合金的综合力学性能,并使合金的组织得到细化.     

镁合金强韧化复合机制与方法的探索

由于单独的“固溶-时效强化”应用于镁合金时，其强韧化效果较低.为此，针对镁合金Hall Petch系数较大的特点，将“晶粒细化”和“时效强化”两种机制耦合或复合在一起，设计了“激冷固溶时效”、“固溶形变时效”两种方法，由此显著地提高了AZ91镁合金的强韧性水平.在试验条件下，经“激冷固溶时效”后的镁合金AZ91的压缩断裂强度和屈服强度可分别达到335.3 MPa和225.91 MPa；经“固溶形变时效”后的镁合金AZ91的抗拉强度、屈服强度和延伸率可分别达到350 MPa、300 MPa和10%以上.     

磁场电流对AZ31镁合金组织与性能的影响

为了改善AZ31镁合金的综合性能并提高其利用价值,通过在AZ31镁合金整个凝固过程施加旋转磁场制备镁合金管坯.通过改变磁场电流对磁场与自然凝固条件下获得的AZ31镁合金铸锭的微观组织及力学性能进行了观察与测试,研究了磁场电流对AZ31镁合金显微组织和力学性能的影响.结果表明,随着磁场电流的增大,合金晶粒逐渐细化,晶粒内部出现较多的孪晶,且β-Mg17Al12相逐渐减少并细化.磁场电流越大,AZ31镁合金的力学性能越好.当磁场电流为150 A时,AZ31镁合金的抗拉强度为194 MPa,屈服强度为98 MPa,伸长率为14. 8%,与自然凝固状态相比分别提高了23. 6%、32. 4%和57. 4%.     

粗镁直接熔炼AZ91D的力学性能及断口分析

为了研究粗镁直接熔炼AZ91D镁合金锭不同位置上的夹杂分布情况,对AZ91D镁合金锭的三个不同取样位置进行了拉伸及冲击试验,通过扫描电子显微镜对拉伸和冲击断口进行了组织形貌上的观察与分析.结果表明:合金锭中间部分的力学性能要明显优于两侧部分,夹杂含量相对于两侧要低; 粗镁直接熔炼的AZ91D镁合金拉伸与冲击断口形貌呈河流状,为脆性断裂.粗镁直接熔炼的合金产生的夹杂物中的主要元素为C、O、Si,并含有少量Fe、K、Ca、S、Cl、Cr等元素; 在夹杂物周围容易出现二次裂纹,夹杂物的数量和种类直接影响着合金的力学性能.     

Y和Ce对AZ91D镁合金显微组织和力学性能的影响

为了开发低成本、高强度、耐高温的新型镁合金,研究了微量Y、Ce对AZ91D镁合金显微组织和力学性能的影响。研究结果表明:Y和Ce复合加入AZ91D镁合金,能明显细化组织晶粒,从而改善合金在室温和高温下的力学性能。当加入0.6%Ce-0.3%Y(质量分数)时,合金晶粒细化效果较好,其室温和高温力学性能比较理想。     

AZ91镁合金热挤压成形工艺的研究

通过对均匀化退火后的AZ91镁合金热挤压成形工艺试验研究,分析了热挤压成形时挤压力以及组织性能的变化规律．结果表明：挤压力随挤压温度的升高、挤压比和挤压速度的减小而下降,抗拉强度随挤压温度、挤压比和挤压速度的升高而升高,同时证明了均匀化后的AZ91镁合金具有良好的挤压成形性,其制品有较好的综合力学性能,抗拉强度σ6均在310—340MPa之间,延伸率8在10％-12％之间．     

AZ80镁合金管材热挤压工艺及组织性能研究

选用不同的工艺参数对变形镁合金AZ80进行管材热挤压工艺实验研究;对挤压前后材料组织与力学性能的变化进行分析。研究结果表明：热挤压可以显著细化AZ80镁合金的晶粒,而且随着挤压比的增加,晶粒变得更加细小;增大挤压比也可以提高AZ80镁合金的抗拉强度和屈服强度。挤压比为18.2,坯料温度为390℃,模具预热温度360℃,凹模的半模角为60°～70°,可得到均匀的合金组织和良好的力学性能.     

钕对AZ91镁合金组织及机械性能的影响

采用微观分析、机械性能测试及断口分析等方法研究了钕对AZ91-Nd镁合金(w(Nd)=0,0.1%,0.3%,0.5%,1.0%,1.5%)的微观组织和机械性能的影响。结果表明:Nd以固溶和金属间化合物(A l11Nd3)的形式存在时具有细化晶粒、抑制二次β相析出、使不完全离异共晶转化为离异共晶的作用;Nd通过固溶强化、析出强化和细晶强化增加了合金强度和硬度,并改善了塑性;加入Nd后合金的断裂机制从脆性解理断裂转变为准解理断裂。